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IX Congreso Internacional sobre Patología y Recuperación de Estructuras IX International Congress on Pathology and Repair of Structures João Pessoa-PB (Brasil), 2 a 5 de junho de 2013

Anais do IX Congresso Internacional sobre Patologia e Recuperação de Estruturas – CINPAR 2013

Manifestações patológicas na construção

Estacas pré-fabricadas de concreto: avaliação do reforço para tensões geradas na cravação

Precast concrete piles: evaluation of the reinforcements to riving generated stresses.

Luis Henrique Antunes Dutra (1) Roberto Domingo Rios (2)

(1) Engenheiro Civil – Universidade Federal do Rio Grande do Sul (2) Professor Doutor -Universidade Federal do Rio Grande do Sul

[email protected]

Resumo

Durante o processo de cravação, muitas estacas pré-moldadas, principalmente de seção transversal vazada, apresentam problemas patológicos no extremo onde recebem o impacto do martelo. Assim este trabalho versa sobre o estudo dos métodos existentes para prever as tensões produzidas no topo das estacas pré-moldadas, durante o processo de cravação, e a influência dos parâmetros de cálculo nas tensões geradas. Estas tensões derivam da energia de cravação produzida pelo sistema martelo/estaca e sua configuração, onde se podem variar características como o peso e a altura de queda do martelo. Partindo-se de formulações propostas por diversos autores, analisou-se, inicialmente, a correspondência entre os resultados obtidos para a validação dos métodos propostos. Posteriormente selecionou-se um intervalo de parâmetros do sistema para obter-se a influência destes nas tensões previstas. Alguns pontos bastante relevantes indicados na NBR 6122, como a relação mínima entre o peso do martelo e o peso da estaca, foram utilizados como critério de avaliação para determinar os parâmetros que melhoram a eficiência do sistema de cravação. Palavra-Chave: Estacas, cravação, patologia, concreto armado

Abstract

During the driving process, many precast piles, especially of hollow cross section, presents pathologic problems, especially where they receive the hammer impact. Thus this work deals with the study of existing methods for predicting the stresses produced on top of the piles performed during the driving process, and the influence of the parameters involved in the tensions generated. These tensions derive from the energy produced by the system hammer- pile and its configuration, which can vary several characteristics such as weight and height of fall of the hammer. Beginning with formulations proposed by several authors, the correspondence between results obtained was analyzed with the purpose of to validate the different methods. Subsequently, a range of system parameters was selected to analyze their influence on the voltages provided. Some very important points listed in NBR 6122, as the minimum ratio between the weight of the hammer and the weight of the pile, were used as evaluation criteria to determine the parameters that improve the efficiency of driving. Keywords: piles, driving, pathology, reinforced concrete



1 Introdução

O uso de elementos estruturais pré-fabricados de concreto vem se tornando bastante frequente nos processos construtivos que visam à redução de tempo e consumo de materiais na construção civil. O uso destes elementos dispensa a necessidade de armazenagem de materiais e de serviços relacionados à sua fabricação e execução no canteiro de obras. Outro fator importante é o fato de serem fabricados em locais adequados, utilizando-se técnicas e mecanismos de controle mais sofisticados. Um exemplo disso são as estacas pré-fabricadas.

Atualmente a indústria da construção civil dispõe de diversos tipos de estacas pré-fabricadas, podendo ser de concreto armado ou protendido, vibrado ou centrifugado. Caracterizam-se também pelo tipo de seção transversal que pode ser maciça ou vazada, na forma circular, quadrada, hexagonal ou octogonal. Os principais métodos de cravação dessas estacas são: percussão, prensagem ou vibração.

No caso da percussão, o pulso de força gerado pelo impacto do martelo produz uma onda de compressão instantânea na cabeça da estaca que se propaga ao longo do seu comprimento. Em muitos casos esta onda de compressão inicial pode comprometer a sua integridade física, ocasionando a ruptura da cabeça da estaca ou a fissuração ao longo do fuste, podendo assim gerar uma consequente falha na sua função. Segundo Gonçalves et al. (c2007, p. 121)[1], o grande número de variáveis envolvidas em um processo de cravação por percussão (propriedades do martelo, altura de queda, características da estaca e do capacete de proteção da cabeça da estaca), torna complexo analisar o fenômeno através de um conjunto de equações diferenciais que apresentam soluções fechadas.

Dentre as variáveis envolvidas no processo de cravação, e que tem importante relação com a distribuição da onda de compressão ao longo da estaca, destacam-se a altura de queda e o peso do martelo utilizado. Segundo a NBR 6122 (ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 1996, p. 18) [2], “O uso de martelos mais pesados, com menor altura de queda, é mais eficiente do que o de martelos mais leves, com grande altura de queda, mantido o mesmo conjunto de amortecedores.”. Ainda conforme a mesma Norma (ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 1996, p. 19) [2], “Nas duas extremidades da estaca, deve-se fazer um reforço da armação transversal, para levar em conta as tensões que surgem durante a cravação.”.

Frente a esses fenômenos, neste trabalho será analisada a influência da altura de queda e peso do martelo de cravação na intensidade e distribuição da onda de compressão ao longo da estaca. Em seguida será avaliado se o reforço aplicado às estacas estudadas, na prática de Engenharia, é suficiente para absorver as tensões geradas na cravação.

2 Sobre a cravação das estacas

O sistema de cravação a percussão promove a penetração da estaca no solo através das sucessivas aplicações de golpes no seu topo. Estes golpes são gerados pela queda de uma massa, previamente definida para um projeto específico, conhecida como martelo ou pilão.

Os martelos tipo queda livre são os mais utilizados no Brasil para a prática de cravação de estacas por ser um sistema mais simples. Nesse sistema, o martelo é guiado por um cabo de aço que é içado pela ação de um guincho (GONÇALVES et al., c2007, p. 106) [1].



O martelo nunca atinge diretamente o topo da estaca durante a cravação, pois neste local é disposto um sistema de amortecimento conforme a Fig. 1. Este sistema é composto por uma peça metálica, denominada capacete, que se encaixa na cabeça da estaca entre duas placas de madeira (cepo e coxim respectivamente). O cepo é confeccionado em madeira dura e sobre ele são aplicados os golpes do martelo. O coxim é confeccionado em madeira mole (macia) e atua como amortecedor da carga de impacto (GONÇALVES et al., c2007, p. 136) [1].

Fig. 1 – Sistema de amortecimento sobre a cabeça da estaca

Conforme a NBR 6122 (ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 1996, p. 19) [2], deve-se realizar um adensamento da armadura transversal nas duas extremidades da estaca. Este reforço servirá para que a cabeça e a ponta da estaca resistam às tensões que surgem durante a cravação. El Debs (2000, p. 394) [3] indica o comprimento de adensamento da armadura transversal como sendo o comprimento da aresta, para estacas quadradas, ou um diâmetro da estaca, para o caso de estacas circulares.

2.1 Tensões geradas na cravação

Segundo Guerrin e Lavaur (2002, p. 231) [4], “Durante a cravação, a estaca está sujeita a tensões importantes, dependendo da estaca, da resistência do terreno e do modo de cravação.”. A NBR 6122 (ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 1996, p. 18) [2], determina que “O sistema de cravação deve ser dimensionado de modo a levar a estaca até a profundidade prevista para sua capacidade de carga, sem danificá-la.”. Desta forma, se faz necessário a previsão destas tensões, para que seja possível dimensionar a estaca a fim de que resista a tais tensões, além das solicitações de projeto da obra, sem sofrer danos.

Almeida (1985, p. 50) [5] indica que os danos que podem ocorrer nas estacas devido às tensões excessivas de cravação podem ser: a) esmagamento da cabeça; b) esmagamento da ponta da estaca;



c) trincas transversais ou quebra da estaca.

2.2 Energia de cravação

Para atingirem uma profundidade desejada, que lhes garanta a capacidade de carga requerida em projeto, as estacas devem ser cravadas com determinada energia, denominada energia de cravação. Esta energia depende do tipo de equipamento utilizado e das características geotécnicas do subsolo (OLIVEIRA FILHO, 1985, p. 113) [6].

Alonso (c1991, p. 126) [7] afirma que antes do advento de soluções da Equação da Onda, as tensões nas estacas, decorrentes do golpe do pilão, eram calculadas dividindo-se a resistência de cravação, obtida através de fórmulas de controle de campo (dinâmicas), pela área da seção transversal da estaca.

Almeida (1985, p. 49) [5] afirma que “Simulações por Equação da Onda mostram que para estacas curtas o erro é pequeno quando se considera que há uma força compressiva uniforme ao longo da estaca igual à máxima resistência a cravação.”. Segundo Alonso (c1991, p. 127) [7], “[...] se a estaca é longa, a tensão provocada pelo golpe do pilão gera uma onda que é refletida, e portanto, aumenta a força de compressão na estaca (superposição de ondas longitudinais de compressão) [...].”.

Podem-se estimar as tensões de compressão decorrentes dos golpes do martelo através de expressões extraídas da equação da onda ou utilizando formulações mais simples como as fórmulas dinâmicas e outras que serão descritas nos capítulos seguintes.

2.2.1 Fórmulas dinâmicas

Gonçalves et al.(c2007, p. 217) [1] afirmam que “Embora os carregamentos de trabalho aplicados às estacas sejam quase sempre estáticos [...], ao serem cravadas por percussão, os controles a serem feitos quase sempre devem estar associados a métodos dinâmicos.”. Desta forma as fórmulas dinâmicas surgiram com o objetivo de tentar correlacionar a resistência do solo à penetração de uma estaca, durante a cravação, com a sua capacidade de carga estática. Existem diversas fórmulas dinâmicas desenvolvidas para descrever este processo, a grande maioria destas fórmulas foi deduzida com base na lei de Newton e a teoria de impacto entre dois corpos rígidos, levando em consideração as perdas de energia que podem ocorrer durante o processo de cravação (ALONSO, c1991, p. 110) [7].

Pode-se usar a fórmula 1 para a determinação da energia, esta é a generalização do método de controle de cravação de estacas em campo. Todas as formulações dinâmicas utilizam a medida da nega para determinar a quantidade de energia gasta pelo martelo para promover a penetração da estaca no solo (OLIVEIRA FILHO, 1985) [6]. Conforme Alonso (c1991, p. 109) [7], “A nega corresponde à penetração permanente da estaca, quando sobre a mesma se aplica um golpe do pilão. Em geral é obtida como um décimo de penetração para dez golpes.”.

(1)

Onde:



P = peso do martelo; V0 = velocidade de queda do martelo; g = aceleração da gravidade; Pc = perda de energia devido ao tipo de choque – pilão e estaca; Pe = perda de energia por deformação elástica da estaca; Pi= perdas por deformação elástica do solo e outras causas; Rd= resistência do solo a penetração da estaca; e= penetração da estaca no solo (nega).

Apesar das críticas existentes, as fórmulas dinâmicas continuam sendo uma ferramenta importante para o controle do comprimento de cravação e da capacidade de carga da estaca. Mesmo com o surgimento de métodos que utilizam a Teoria da Equação da Onda e com o avanço da instrumentação de campo, para análise dinâmica da cravação, os métodos mais simples de controle de campo, como as fórmulas dinâmicas, continuam sendo exigências dos engenheiros de fundações (GONÇALVES et al., c2007, p. 261) [1].

Existem inúmeras fórmulas dinâmicas, apresentadas por diversos autores que consideram ou não as perdas de energia no sistema de cravação. As mais utilizadas são as Eq.s 2 (Fórmula de Brix) e Eq. 3 (Fórmula dos Holandeses) que dão uma estimativa para a penetração efetiva da estaca (ALONSO, c1991) [7]:

(2)

(3)

Onde: P = peso do martelo; Wp = peso da estaca; Rd= resistência do solo a penetração da estaca; h = altura de queda do martelo; e= penetração da estaca no solo (nega).

As energias de cravação adotadas para estas formulações é o resultado do produto entre o peso do martelo de cravação e a altura de queda. O peso do martelo de cravação deve variar na faixa de 70 a 120% do peso da estaca e a altura de queda do martelo é 0,7W/P, onde P é o peso do martelo e W é o peso da estaca. A altura de queda do martelo deve ser determinada de forma que não ocorra excesso de tensões de cravação. Aconselha-se a não ultrapassar o limite de 85% da resistência característica do concreto da estaca, durante a sua cravação (ALONSO) [7].



2.2.2 Fórmula de Gambini

Segundo Gambini1 (1982 apud GONÇALVES et al., c2007) [1], quando a nega (penetração permanente da estaca para um golpe do martelo, ou um décimo de penetração para dez golpes) no final da cravação é pequena, a tensão gerada no topo da estaca, devido ao impacto do martelo pode ser obtida pela Eq. 4:

(4)

Onde: σc max = máxima tensão compressiva; V0 = velocidade de queda do martelo;

h1 = ; h = altura de queda do martelo; P = peso do martelo do bate estacas; Wc = peso do capacete; g = aceleração da gravidade;

Iw = ; k = ;

Cf = ;

Ir = ;

Ape = área da seção transversal útil da estaca; Ap = área da seção transversal da estaca; ece = espessura do cepo do capacete; eco = espessura do coxim; Ece = módulo de elasticidade do material do cepo; Eco = módulo de elasticidade do material do coxim; c = velocidade de propagação da onda no material da estaca; γ = peso específico do material da estaca.

2.2.3 Fórmula empregada nos Estados Unidos

Neste método é considerada apenas a resistência de ponta da estaca. As tensões são calculadas com um pouco de excesso devido à consideração de algumas perdas de energia no processo de cravação da estaca. Assim pode-se estimar a tensão na cabeça da estaca, gerada por um golpe de pilão, através da Eq. 5 (GUERRIN; LAVAUR, 2002, p. 231) [4]:

(5)

1 GAMBINI, F. Manuale dei piloti SCAC. [S. l.]: SCAC, 1982.



Onde:

σc max = máxima tensão compressiva; P = peso do martelo; Wp = peso da estaca.

2.3 Soluções analíticas da onda inicial de compressão

As características dinâmicas de intensidade e da forma da onda de compressão inicial, geradas pelo impacto do martelo na cabeça da estaca, estão diretamente ligadas às características do conjunto martelo, altura de queda, estaca e capacete (GONÇALVES et al., c2007, p. 121) [1]. Nos itens seguintes serão apresentadas formulações que determinam a energia transferida à estaca pela onda de impacto do martelo para sistema de cravação com características diferentes.

2.3.1 Martelo e estaca com a mesma impedância

Em um sistema de cravação no qual a estaca e o martelo possuem a mesma impedância (Zp

= Zh = EA/c), considerando uma estaca longa e sem resistência lateral, pode-se determinar a energia transferida à estaca pela onda de impacto do martelo pela Eq. 6 e a força de impacto pela Eq. 7 (GONÇALVES et al., c2007) [1].

(6)

(7)

Onde: mh = massa do martelo; V0 = velocidade de queda do martelo; Z = impedância da estaca; t = instante após o impacto do martelo; x = deslocamento ao longo da estaca; c = velocidade de propagação da onda no material da estaca.

2.3.2 Martelo Rígido e Amortecedor Elástico no Topo da Estaca

Em um sistema de cravação de estacas sempre é instalado, na cabeça da estaca, um dispositivo amortecedor para reduzir a amplitude de tensões geradas pelo impacto do martelo. Outra finalidade deste dispositivo é para que não haja danos na cabeça da estaca durante o processo de cravação. O sistema de amortecimento é composto por duas peças de madeira (cepo e coxim) e por um capacete metálico (GONÇALVES et al., c2007) [1].



Para um amortecedor macio, com β > α, pode-se descrever a energia transmitida para a estaca pela Eq. 8 e a força de compressão, devido ao impacto do martelo, pela Eq. 9 (a forma da onda resultante para este caso é indicada na Fig. 2):

(8)

(9)

Onde: k = constante de rigidez do amortecedor;

α = ;

β = ;

ω = .

Fig. 2 – Onda de compressão para amortecedor macio

Para o caso em que tem-se um sistema de amortecimento rígido, com β < α, pode-se descrever a energia transmitida para a estaca pela Eq. 10, e a força de compressão devido ao impacto do martelo, pela Eq. 11. Pode-se observar a



influência que a rigidez do amortecedor possui sobre a forma da onda de compressão através da figura 6 (GONÇALVES et al., c2007) [1]:

(10)

(11)

Onde:

α = ;

β = ;

ω = .

Fig. 3 – Onda de compressão para amortecedor rígido

2.3.3 Influência do Solo na Forma da Onda Resultante

Desta forma, considerando as formulações apresentadas, a forma e a intensidade da onda de compressão ao longo da estaca, promovida pelo impacto do martelo, estão diretamente associadas às características do sistema martelo, rigidez do amortecedor (capacete, cepo e coxim) e características da estaca (comprimento e impedância). Conforme Gonçalves et al. (c2007, p. 133) [1], a eficácia da cravação também depende das características do solo. A resistência lateral tem influência direta na propagação da onda que chegará até ponta da estaca, sendo assim, para solos com compressibilidade elástica elevada, a onda de compressão necessita ser longa para que o deslocamento da ponta da estaca seja maior do que o deslocamento elástico do solo. Assim, para



solos resistentes é conveniente utilizar martelo leve, com altura de queda alta e amortecedor rígido. Por outro lado, para solos com baixa resistência será ideal o uso de martelos pesados, com altura de queda baixa e amortecedor flexível. A Fig. 4 apresenta estas duas situações.

Fig. 4 – Forma da onda de compressão em função da resistência do solo

3 Validação das formulações descritas

Para a validação das formulações já descritas utilizaremos um exemplo prático de estacas que sofreram danos no processo de cravação como pode ser observado nas Fig.s 5 e 6. Estas estacas foram produzidas pelo processo de centrifugação em concreto armado e dimensionadas para resistir às cargas de serviço bem como as solicitações provenientes do transporte e cravação da estaca. O método de cravação utilizado foi por percussão utilizando martelo de queda livre. As características das estacas, do sistema de cravação e dos seus componentes são listadas a seguir:

Diâmetro externo e interno da estaca: 60 cm e 40cm, respectivamente;

Fck = 35 Mpa;

Fyk = 600 Mpa;

Peso do martelo (pilão) = 4100 kgf;

Altura de queda do martelo = 1,50 m;

Carga de projeto = 170 tf;

Ece = 8x105 kN/m² ;

Eco = 2x105 kN/m² ;

c = 3800 m/s;



.

Fig. 5 – Danos ocorridos no corpo da estaca

.

Fig. 6 – Trinca ocorrida no processo de cravação da estaca

É apresentada na Fig. 7 a distribuição das tensões máximas no topo da estaca utilizando um intervalo pré-estabelecido de variação da altura de queda do martelo para que se possa observar a variação das tensões para variações na altura de queda do martelo.



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15,00

20,00

25,00

30,00

0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 2,25 2,5 2,75 3

USA

HIRSCH

GAMBINI

MÉTODO ANALÍTICO

Fig. 7 – Tensão de compressão no topo da estaca no instante do impacto do martelo de queda livre

Partindo dos resultados obtidos na aplicação das formulações, comparamos estes com os obtidos no processo de monitoração da cravação das estacas. Estes resultados estão apresentados na tabela 1.

Tabela 1 – Tensão de compressão no topo da estaca conforme ensaio PDA (Pile driving analyser)

Estaca N°

E1-21A 5 17,9 5 25,4

E1-21B 8 23,1 8 23,7

E1-08B 8 21,4 8 22,4

E1-11B 7 22,1 7 23,4

Golpe N°TENSÃO

Média

(Mpa)

Golpe N°Maior

dos 2

sensores

Analisando a correlação observada entre os resultados obtidos no monitoramento da cravação e aqueles obtidos por formulações, verificamos que há uma forte correlação entre os mesmos, podendo-se utilizar estas formulações para se estimar as tensões provenientes do processo de cravação ainda na etapa de projeto e dimensionamento da estaca. É importante reafirmar que a previsão das tensões máximas que podem ocorrer no processo de cravação é um fator muito importante para o dimensionamento das estacas, uma vez que estas tensões podem, eventualmente, superar as tensões provenientes da carga de serviço durante a cravação.

3.1 Solicitações geradas na estaca pela força de impacto do martelo

Decorrente do impacto do martelo, são gerados dois tipos de esforços na estaca, compressão direta e, decorrente da deformação elástica promovida pela compressão, esforços transversais de tração. Na Fig. 8 pode-se observar que apenas para alturas de queda muito elevadas, acima de 2,5m, as tensões de compressão ultrapassam o limite a compressão do concreto da estaca.



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0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 2,25 2,5 2,75 3

USA

HIRSCH

GAMBINI

MÉTODO ANALÍTICO

Fcd

Fig. 8 – Análise do limite a compressão do material da estaca

Desta forma, observa-se que as tensões de compressão não são a causa de danos gerados na cravação de estacas, uma vez que se encontram muito abaixo da resistência de cálculo do concreto utilizado na fabricação da estaca. Porém estas tensões de compressão geram, também, esforços transversais de tração ao longo da estaca, decorrente da deformação instantânea do concreto considerando seu comportamento elástico com coeficiente de Poisson em torno de 0,22. Desta forma a Fig. 9 apresenta a distribuição de tensões de tração decorrentes das tensões de compressão, tendo como referência, para a resistência a tração do concreto, os valores calculados conforme determina a norma NBR 6118 (ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS, 2003, p. 22) [2] expressos nas Eq.s 22, 23 e 24.

(Eq. 22)

(Eq. 23)

(Eq. 24)

Assim tem-se que para alturas de queda pequenas, em torno de 1m, as tensões de tração geradas na estaca excederam a resistência média do concreto, sendo necessária a presença de armadura transversal (estribos) para que a estaca esteja apta a resistir a estes esforços.

Porém não se pode, precipitadamente, considerar que estas tensões calculadas, sejam as que se deve considerar para o cálculo da armadura transversal, uma vez que se observa que estas tensões são as máximas que podem ocorrer para o sistema de cravação utilizado e para as características geométricas e mecânicas da estaca. A força mínima para que a estaca penetre no



solo é determinada pela metade da resistência de ponta da estaca, assim como a máxima tensão resistente do solo é a resistência determinada em projeto. Desta afirmação, tem-se que a resistência do sistema, composto pela estaca e solo, cresce linearmente da metade da resistência de ponta, no início da cravação, até a resistência de projeto, no final da cravação. Portanto, define-se que para o dimensionamento da armadura transversal (estribos), deve-se utilizar como solicitação o esforço transversal produzido pela carga de projeto.

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USA

HIRSCH

GAMBINI

MÉTODO ANALÍTICO

Fct,m

Fct,inf

Fct,sup

σ [Mpa]

h [m]

Fig. 9 – Análise do limite à tração do material da estaca

4.2 Avaliação da adequação da armadura transversal aos esforços solicitantes

Conforme indicado no item anterior, uma armadura de estribos é necessária para resistir aos esforços transversais de tração solicitados pela carga resultante nos instantes finais da cravação, quando a carga promovida pelo impacto do martelo alcança sua intensidade máxima no topo da estaca. Desta última afirmação, deve-se salientar que a intensidade máxima da onda de compressão é valida para a região que se encontra fora do solo, não estando em contato com a resistência lateral do mesmo. Assim pode-se concluir que o reforço exigido, na norma citada anteriormente, deve ser realizado em uma região próxima do topo da estaca para que ao receber a carga próxima da intensidade máxima, não haja danos na cabeça da estaca. Para uma determinada área de aço calculada, estas características se resumem ao diâmetro selecionado e ao espaçamento entre estribos, resultante do diâmetro estabelecido. Assim, para esforços elevados de tração, o reforço necessário no topo da estaca, trata-se de um adensamento da armadura de estribos nesta região, utilizando um espaçamento entre estribos, suficiente para resistir às solicitações provenientes do processo de cravação da estaca.

Como exemplo, pode-se mencionar a Fig. 10. É notável a redução do espaçamento entre estribos na extremidade da estaca, sendo este o reforço dimensionado para suportar as solicitações impostas à estaca.

Quando calculada para a situação de carregamento estático, é verificado que a armadura especificada para a estaca é adequada para resistir aos esforços. Nota-se que o comprimento de



reforço aplicado à estaca é compatível com o comprimento proposto na hipótese deste trabalho. Desta forma supõe-se que os danos ocorridos nesta estaca não foram causados por insuficiência de armadura transversal na estaca ou comprimento de reforço inadequado.

Fig. 10 – Detalhamento da armadura transversal especificada em projeto para a estaca estudada

Porém, no caso em estudo ocorreu um fato bastante presente no processo que envolve o dimensionamento de estacas; a estaca atingiu a capacidade de carga antes de ter sido cravada completamente como pode ser observado na Fig. 11. A determinação do comprimento de cravação necessário para que a estaca atinja a carga geotécnica especificada em projeto, e seja capaz de suportar as cargas de serviço é função das propriedades resistentes do solo sendo da prática de projeto.

Uma vez que a estaca é solicitada pela carga máxima de projeto, tendo regiões não reforçadas, fora da região cravada, podem ocorrer danos ao longo do fuste por insuficiência de armadura transversal (estribos) nestas regiões. Estes danos podem ocorrer tanto por esforços de tração, decorrentes da onda de compressão que percorre a estaca, quanto por outras solicitações, como esforços de flambagem, os quais não foram considerados como objeto de estudo deste trabalho.

Fig. 11 – Detalhe do comprimento não cravado das estacas na obra



4 Considerações finais

Neste trabalho foi possível constatar que, para desenvolver e expandir a aplicação de elementos pré-fabricados, a todos as áreas da Indústria da Construção Civil, é necessário, inicialmente, uma reavaliação dos critérios utilizados para o dimensionamento das estacas como elemento estrutural, bem como do sistema utilizado para cravá-la. Apenas quando estes critérios forem desenvolvidos, especificamente, para serem aplicados a estacas de diferentes cargas solicitantes, poder-se-á garantir a eficácia do adensamento da armadura transversal e do comprimento necessário.

Tendo garantido os parâmetros citados no parágrafo anterior, teremos ainda que considerar o comprimento elástico, variável para estacas de diâmetros diferentes, no comprimento necessário de adensamento da armadura. Para a extremidade de ponta da estaca, propõem-se manter as dimensões indicadas na hipótese deste trabalho, uma vez que nesta região o adensamento da armadura é utilizado para o enrijecimento desta, a fim de resistir a possíveis esforços iniciais na cravação em solos rígidos e possíveis camadas de elevada resistência.

Nos dados apresentados também foi possível observar que a instrução de se utilizar martelos com a maior massa disponível a utilizar altura de quedas elevadas, decorre do fato que utilizando martelos de maior peso gera-se uma carga com menor intensidade, porém, mais duradoura. Enquanto que quando se opta por utilizar altura de queda elevada resulta um pico de força mais elevado, porém, de menor duração, acarretando na necessidade de um maior número de golpes para que a estaca alcance a profundidade especificada. Tendo em vista que um elevado número de golpes pode ser prejudicial à estaca, reafirma-se a orientação de se optar por variar o peso do martelo à sua altura de queda.

Referências

[1] Gonçalves, C.; Bernardes, G. P.; Neves, l. F. S. Estacas Pré-Fabricadas de Concreto: teoria e prática. São Paulo: [s. n.], c2007.

[2] Associação Brasileira de Normas Técnicas. NBR 6122: projeto e execução de fundações. Rio de Janeiro, 1996.

[3] El Debs, M. K. Concreto Pré-Moldado: fundamentos e aplicações. São Carlos: EESC-USP, 2000.

[4] Guerrin, A.; Lavaur, R. C. Tratado de Concreto Armado: as fundações. São Paulo: Hemus, 2002. v. 2.

[5] Almeida, H. R. Monitoração de estacas e o problema de tensões de cravação. 1985. 83 f. Dissertação (Mestrado em Engenharia) – Coordenação dos Programas de Pós-Graduação de Engenharia, Universidade do Rio de Janeiro, Rio de Janeiro, 1985.

[6] Oliveira Filho U. M. Fundações Profundas: estudos. 2. ed. Porto Alegre: D.C. Luzzatto, 1985.

[7] Alonso, U. R. Previsão e Controle das Fundações: uma introdução ao controle da qualidade em fundações. São Paulo: Edgard Blücher, c1991.

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